RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE · Per entrambe le unità strutturali, le strutture in...

DAVIDE

timbro e firma Aldo

Studio Malano

Colombi Roversi & Associati

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Comune COMACCHIO (FE) PROGETTO

DEFINITIVO Revisioni

Progetto NUOVO IMPIANTO SPORTIVO

COPERTO PER BEACH TENNIS E

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RELAZIONE OPERE STRUTTURALI E GEOTECNICHE Fg. Di Compilato Data

2 129 A.C. SETT.2016

RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE

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3 129 A.C. SETT.2016

Indice 1. Descrizione generale della struttura ....................................................................................... 4 2. Materiali previsti ........................................................................................................................ 6 3. Quadro normativo di riferimento adottato ............................................................................. 7 4. Definizione delle azioni agenti sulle strutture e combinazioni agli SL .................................. 8 5. Modello numerico .................................................................................................................. 16

5.1.Metodologia di modellazione e analisi .......................................................................... 16 5.2.Informazioni sul codice di calcolo .................................................................................. 18 5.3.Modellazione della geometria e delle proprietà meccaniche ................................. 19 5.4.Modellazione delle azioni ................................................................................................. 19 5.5.Combinazioni e percorsi di carico .................................................................................. 21 5.6.Risultati dell’analisi modale .............................................................................................. 33 5.7.Deformate e sollecitazioni per condizioni di carico ..................................................... 35 5.8.Inviluppo delle sollecitazioni maggiormente significative ........................................... 46

6.Verifiche strutturali ................................................................................................................... 51 6.1.Verifiche agli SLU e SLE ...................................................................................................... 51 6.2. Altri risultati significativi ..................................................................................................... 52

7. Ulteriori Verifiche ..................................................................................................................... 53 7.1.Dimensionamento e verifica travi alveolari copertura – ZONA CAMPI ..................... 53 7.2.Solaio ballatoio – ZONA CAMPI ....................................................................................... 56 7.3.Solai di interpiano – ZONA PALESTRE E SERVIZI ............................................................... 57 7.4.Solai di copertura .............................................................................................................. 58

Nota: i tabulati completi ed altri risultati grafici non indicati possono essere reperiti presso

lo studio di ingegneria Colombi Roversi & Associati.

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4 129 A.C. SETT.2016

1. Descrizione generale della struttura

La presente relazione riguarda le strutture in acciaio e c.a. del progetto definitivo per la

costruzione del nuovo impianto sportivo coperto per beach tennis e palestra fitness da

realizzarsi nel Comune di Comacchio (FE).

Di seguito si riportano alcune planimetrie e viste del nuovo fabbricato.

Planimetria generale piano terra

Vista Ovest

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5 129 A.C. SETT.2016

Vista Est

Si prevede di realizzare fondazioni profonde del tipo a plinti su pali.

L’edificio è stato progettato suddividendo le strutture in due unità strutturali separate, qui

denominate “ZONA CAMPI” e “ZONA PALESTRE E SERVIZI”, dotate di giunto sismico

intermedio adeguatamente dimensionato al fine di impedire il martellamento reciproco

tra le due unità strutturali individuate.

Per entrambe le unità strutturali, le strutture in elevazione saranno realizzate interamente

mediante telaio tridimensionale in acciaio a travi e pilastri; al fine di ottenere una corretta

risposta delle strutture anche ai carichi orizzontali dovuti al sisma e al vento, saranno

realizzati opportuni sistemi di controvento, anch’essi in acciaio.

Le scale interne saranno realizzate in acciaio, mentre quelle esterne saranno realizzate in

c.a.. Le armature costituenti le rampe ed i pianerottoli delle scale in c.a. ed i profili

metallici delle scale in acciaio saranno oggetto di dimensionamento strutturale in fase

esecutiva.

I solai di interpiano della “ZONA PALESTRE E SERVIZI” saranno realizzati mediante lamiera

grecata con soletta in c.a. collaborante con i profili metallici portanti; il ballatoio presente

nella “ZONA CAMPI” sarà realizzato con lamiera grecate e soletta in c.a.; mentre i solai di

copertura saranno realizzati con orditura metallica semplice e pannelli sandwich.

Una descrizione più dettagliata è demandata all'esame degli elaborati grafici.

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2. Materiali previsti

Le caratteristiche meccaniche assunte per i materiali utilizzati sono le seguenti:

- Calcestruzzo fondazioni C25/30

Tipo di calcestruzzo C25/30 Resistenza caratteristica cubica a snervamento Rck = 30 N/mm2

Resistenza caratteristica cilindrica a snervamento fck = 25 N/mm2

Coefficiente di sicurezza del materiale γC = 1,5

Resistenza di calcolo a compressione fcd = 14,17 N/mm2

Classe di esposizione XC1

- Calcestruzzo elevazione C25/30 - scale

Tipo di calcestruzzo C25/30 Resistenza caratteristica cubica a snervamento Rck = 30 N/mm2 Resistenza caratteristica cilindrica a snervamento fck = 25 N/mm2 Coefficiente di sicurezza del materiale γC = 1,5 Resistenza di calcolo a compressione fcd = 14,17 N/mm2 Classe di esposizione XC1

- Acciaio per strutture in c.a.

Tipo di acciaio B450C Tensione caratteristica di snervamento fyk = 450 N/mm2

Coefficiente di sicurezza del materiale γs = 1,15

Tensione di snervamento di progetto fyd = 391 N/mm2

- Acciaio da carpenteria metallica

Tipo di acciaio S275JR

Modulo elastico E = 210000 N/mm2

Densità ρ = 7850 kg/m3

Tensione caratteristica di snervamento fyk = 275 N/mm2

Tensione caratteristica di rottura ftk = 430 N/mm2

Coefficiente di sicurezza del materiale γM = 1,05

Tensione di snervamento di progetto fyd = 261,9 N/mm2

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3. Quadro normativo di riferimento adottato

1. D.M. 14 gennaio 2008 - Norme Tecniche per le Costruzioni. (NTC08);

2. Circ. Min. Infrastrutture e Trasporti 2 febbraio 2009 n. 617. Istruzioni per l’applicazione

delle “Norme Tecniche per le Costruzioni” di cui al D.M. 14 gennaio 2008.

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8 129 A.C. SETT.2016

4. Definizione delle azioni agenti sulle strutture e combinazioni agli SL

Le due unità strutturali sono calcolate per resistere sia in campo statico che in campo

dinamico. Nei paragrafi successivi sono indicati i carichi principali. Le combinazioni

adottate per la progettazione agli stati limite sono indicate nei tabulati in appendice.

Le azioni agenti sulle strutture di fondazione sono state ricavate dagli scarichi trasmessi

dalla sovrastruttura.

Le azioni agenti sulle strutture sono i carichi permanenti dei solai, con relativi sovraccarichi

di utilizzo, il carico da neve, l’azione del vento e l’azione sismica.

I carichi permanenti e variabili agenti sulla struttura valgono:

SOLAIO BALLATOIO ACCESSIBILE - ZONA CAMPI

CARICHI PERMANENTI

p.p. solaio lamiera grecata e soletta in c.a. (Htot = 10 cm) 200 daN/m2

Sottofondo, massetto, pavimento, controsoffitto 100 daN/m2

TOT Gk 300 daN/m2

CARICHI VARIABILI

variabile (Cat. C: ambienti suscettibili di affollamento - ballatoi) 400 daN/m2

SOLAIO BALLATOIO NON ACCESSIBILE - ZONA CAMPI

CARICHI PERMANENTI

p.p. solaio lamiera grecata e soletta in c.a. 200 daN/m2


TOT Gk 300 daN/m2

CARICHI VARIABILI

variabile (Cat. H: ambienti accessibili per sola manutenzione) 50 daN/m2

SOLAIO INTERPIANO 1 – ZONA PALESTRE E SERVIZI

CARICHI PERMANENTI



Tramezze 100 daN/m2

TOT Gk 565 daN/m2

CARICHI VARIABILI

variabile (Cat. C: ambienti suscettibili di affollamento - palestre) 500 daN/m2

SOLAIO INTERPIANO 2 – ZONA PALESTRE E SERVIZI

CARICHI PERMANENTI



Tramezze 100 daN/m2

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9 129 A.C. SETT.2016

TOT Gk 565 daN/m2

CARICHI VARIABILI

variabile (Cat. C: ambienti suscettibili di affollamento - palestre) 500 daN/m2

SOLAIO COPERTURA TETTOIA – ZONA PALESTRE E SERVIZI

CARICHI PERMANENTI

p.p. pannello sandwich e controsoffitto 25 daN/m2

TOT Gk 25 daN/m2

CARICHI VARIABILI

variabile (NEVE < 1000 m) 80 daN/m2

SOLAIO COPERTURA

CARICHI PERMANENTI

p.p. pannelli sandwich 20 daN/m2

TOT Gk 20 daN/m2

CARICHI VARIABILI SOLAI DI COPERTURA

Variabile (Neve < 1000m) 80 daN/m2

Carichi da neve

Dati i seguenti parametri (§3.4 del D.M. 14/01/2008):

Zona Neve = II;

Ce (coeff. di esposizione al vento, topografia normale) = 1.00;

Ct (coeff. termico) in assenza di uno specifico e documentato studio = 1;

Valore caratteristico del carico al suolo (qsk per as ≤ 200 m) = 100 daN/mq;

as = quota del suolo sul livello del mare del sito di realizzazione dell’edificio;

µ1= 0.80 (inclinazione copertura 0º< α = 11º < 30º);

Si può calcolare il carico dovuto alla neve:

=> Q = 100 x 1 x 1 x 0,8 =80daN/mq

Azione del vento

Zona vento = 2

(Vb.o = 25 m/s; Ao = 750 m; Ka = 0,015 1/s)

Classe di rugosità del terreno: C

[Aree con ostacoli diffusi (alberi, case, muri, recinzioni...); aree con rugosità non

riconducibile alle classi A, B, D]

Categoria esposizione: tipo II

( Kr = 0,19; Zo = 0,05 m; Zmin = 4 m )

Velocità di riferimento = 25,00 m/s

Pressione cinetica di riferimento (qb) = 39 daN/mq

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Coefficiente di forma (Cp) = 1,00

Coefficiente dinamico (Cd) = 1,00

Coefficiente di esposizione (Ce) = 2,32

Coefficiente di esposizione topografica (Ct) = 1,00

Altezza dell'edificio = 9,50 m

=> Pressione del vento ( p = qb Ce Cp Cd ) = 91 daN/mq

Azione sismica

I parametri di progetto per la definizione dell’azione sismica di base sono i seguenti:

Sito in esame.

latitudine: 44,6887540082918

longitudine: 12,2022313525819

Classe: 2

Vita nominale: 50

Siti di riferimento

Sito 1 ID: 16076 Lat: 44,6774Lon: 12,1549 Distanza: 3949,629




Parametri sismici

Categoria sottosuolo: C

Categoria topografica: T1

Periodo di riferimento: 50anni

Coefficiente cu: 1

Operatività (SLO):

Probabilità di superamento: 81 %

Tr: 30 [anni]

ag: 0,034 g

Fo: 2,526

Tc*: 0,250 [s]

Danno (SLD):


Tr: 50 [anni]

ag: 0,041 g

Fo: 2,549

Tc*: 0,279 [s]

Salvaguardia della vita (SLV):


Tr: 475 [anni]

ag: 0,101 g

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Fo: 2,580

Tc*: 0,298 [s]

Prevenzione dal collasso (SLC):


Tr: 975 [anni]

ag: 0,130 g

Fo: 2,604

Tc*: 0,299 [s]

Coefficienti Sismici

SLO:

Ss: 1,500

Cc: 1,660

St: 1,000

Kh: 0,010

Kv: 0,005

Amax: 0,503

Beta: 0,200

SLD:

Ss: 1,500

Cc: 1,600

St: 1,000

Kh: 0,012

Kv: 0,006

Amax: 0,604

Beta: 0,200

SLV:

Ss: 1,500

Cc: 1,570

St: 1,000

Kh: 0,036

Kv: 0,018

Amax: 1,488

Beta: 0,240

SLC:

Ss: 1,500

Cc: 1,560

St: 1,000

Kh: 0,047

Kv: 0,023

Amax: 1,908

Beta: 0,240

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12 129 A.C. SETT.2016

I coefficienti di combinazione utilizzati sono quelli relativi alla Tabella 2.5.I, in particolare

vengono utilizzati:

ψ0j ψ1j ψ2j

Cat. C – Ambienti suscettibili di affollamento 0,7 0,7 0,6

Cat. H – Ambienti accessibili per sola manutenzione 0,0 0,0 0

Neve quota ≤ 1000 m q.l.m. 0,5 0,2 0

Vento 0,6 0,2 0

La sicurezza strutturale sarà valutata per:

- sicurezza nei confronti di stati limite ultimi (SLU): capacità di evitare crolli, perdite di

equilibrio e dissesti gravi, totali o parziali, che possano compromettere l’incolumità delle

persone ovvero comportare la perdita di beni, ovvero provocare gravi danni ambientali e

sociali, ovvero mettere fuori servizio l’opera;

- sicurezza nei confronti di stati limite di esercizio (SLE): capacità di garantire le prestazioni

previste per le condizioni di esercizio.

Vengono definiti i seguenti parametri della struttura:

Classe d'uso Vita Vn

[anni] Coeff. Uso

Periodo Vr

[anni] Tipo di suolo

Categoria

topografica

II 50 1.0 50 C T1

Le azioni sulla costruzione sono così definite:

a) permanenti (G ): azioni che agiscono durante tutta la vita nominale della costruzione,

la cui variazione di intensità nel tempo è così piccola e lenta da poterle considerare con

sufficiente approssimazione costanti nel tempo:

(G1) peso proprio di tutti gli elementi strutturali; peso proprio del terreno, quando

pertinente; forze indotte dal terreno (esclusi gli effetti di carichi variabili applicati al

terreno); forze risultanti dalla pressione dell’acqua (quando si configurino costanti

nel tempo);

(G2) peso proprio di tutti gli elementi non strutturali; spostamenti e deformazioni

imposti, previsti dal progetto e realizzati all’atto della costruzione;

( P ) pretensione e precompressione; ritiro e viscosità; spostamenti differenziali;

b) variabili (Q ): azioni sulla struttura o sull’elemento strutturale con valori istantanei che

possono risultare sensibilmente diversi fra loro nel tempo:

di lunga durata: agiscono con un’intensità significativa, anche non

continuativamente, per un tempo non trascurabile rispetto alla vita nominale della

struttura;

di breve durata: azioni che agiscono per un periodo di tempo breve rispetto alla

vita nominale della struttura;

c) eccezionali (A): azioni che si verificano solo eccezionalmente nel corso della vita

nominale della struttura;

incendi; esplosioni; urti ed impatti;

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13 129 A.C. SETT.2016

d) sismiche ( E ): azioni derivanti dai terremoti.

Si definisce valore caratteristico Qk di un’azione variabile il valore corrispondente ad un

frattile pari al 95 % della popolazione dei massimi, in relazione al periodo di riferimento

dell’azione variabile stessa.

Nella definizione delle combinazioni delle azioni che possono agire

contemporaneamente, i termini Qkj rappresentano le azioni variabili della combinazione,

con Qk1 azione variabile dominante e Qk2, Qk3, … azioni variabili che possono agire

contemporaneamente a quella dominante. Le azioni variabili Qkj vengono combinate

con i coefficienti di combinazione ψ0j, ψ 1j e ψ 2j, i cui valori sono forniti nel § 2.5.3 NTC

2008, Tab. 2.5.I, per edifici civili e industriali correnti.

Con riferimento alla durata percentuale relativa ai livelli di intensità dell’azione variabile, si

definiscono:

- valore quasi permanente ψ 2j×Qkj: la media della distribuzione temporale dell’intensità;

- valore frequente ψ 1j×Qkj: il valore corrispondente al frattile 95 % della distribuzione

temporale dell’intensità e cioè che è superato per una limitata frazione del periodo di

riferimento;

- valore raro (o di combinazione) ψ0j×Qkj: il valore di durata breve ma ancora significativa

nei riguardi della possibile concomitanza con altre azioni variabili.

Nel caso in cui la caratterizzazione stocastica dell’azione considerata non sia disponibile,

si può assumere il valore nominale. Nel seguito sono indicati con pedice k i valori

caratteristici; senza pedice k i valori nominali.

Per quanto riguarda la combinazione delle azioni si avrà (NTC 2008):

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14 129 A.C. SETT.2016

Ove Gli effetti dell'azione sismica saranno valutati tenendo conto delle masse associate ai

seguenti carichi gravitazionali:

Per gli stati limite ultimi possono essere impiegati due approcci progettuali, A1 e A2, che

definiscono diversi valori di :

Come indicato già in precedenza si è scelto:

APPROCCIO PROGETTUALE 1 come indicato nelle NTC par. 2.6.1

Per quanto riguarda le azioni sismiche, avendo effettuato una analisi dinamica, lo spettro

di progetto è definito dalla normativa.

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15 129 A.C. SETT.2016

Calcolo del fattore di struttura q

La struttura è stata calcolata per rimanere in campo elastico.

Valore fattore di struttura q da utilizzare: 1,00

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16 129 A.C. SETT.2016

5. Modello numerico

5.1.Metodologia di modellazione e analisi

Le strutture sono state calcolate mediante: ANALISI LINEARE STATICA E DINAMICA.

Lo stato di sollecitazione della costruzione per effetto delle azioni permanenti e variabili è

stato valutato costruendo due modelli di analisi agli elementi finiti, una per ciascuna unità

strutturale considerata. Sono state definite condizioni di carico in modo da tener conto di

tutte le possibili variabili contemplate dalla verifica agli stati limite come imposto da

normativa seguendo: APPROCCIO PROGETTUALE 1 come indicato nelle NTC par. 2.6.1.

I carichi, sia statici che dinamici essendo il territorio classificato sismico, saranno

implementati secondo la normativa vigente.

Vista del modello F.E.M. implementato per le verifiche dell’unità strutturale “ZONA CAMPI”

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17 129 A.C. SETT.2016

Vista del modello F.E.M. implementato per le verifiche dell’unità strutturale “ZONA CAMPI”

Vista del modello F.E.M. implementato per le verifiche dell’unità strutturale “ZONA PALESTRE E

SERVIZI”

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18 129 A.C. SETT.2016

Unità strutturale “ZONA CAMPI”

Unità strutturale “ZONA PALESTRE E SERVIZI”

Viste delle mesh implementate nei modelli F.E.M. per le verifiche delle unità strutturali

5.2.Informazioni sul codice di calcolo

La modellazione numerica delle strutture in oggetto è stata condotta mediante l’utilizzo

del codice di calcolo 2SI ProSap, composto di un programma di analisi per elementi finiti

e da un processore di input – output dei dati prodotto dalla ditta 2SI di Ferrara.

Relativamente all’affidabilità dei codici di calcolo si veda:

Lo scrivente professionista è titolare di regolare licenza del Software, N. dsi 3064.

Il programma in oggetto è stato estensivamente testato dallo scrivente ed è dotato di

opzioni di calcolo che consentono di schematizzare la struttura in un modello aderente

PRO_SAP

PROFESSIONAL STRUCTURAL ANALYSIS PROGRAM

Relazione di calcolo sulla struttura impostata e redatta secondo le modalità previste nel D.M. 14 Gennaio 2008 cap. 10 “Redazione dei progetti strutturali esecutivi e delle relazioni di calcolo”

2S.I. SOFTWARE E SERVIZI PER L'INGEGNERIA SRL P.tta Schiatti 8/b 44100 FERRARA (ITALY) tel. 39 532 200091 – fax 39 532 200086

www.2si.it [email protected]

D.M. 14/01/08 cap. 10.2 Affidabilità dei codici utilizzati:

www.2si.it/software/Affidabilità.htm

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19 129 A.C. SETT.2016

alla realtà. Il post processore del programma esegue in automatico le verifiche di

resistenza.

5.3.Modellazione della geometria e delle proprietà meccaniche

Le travi ed i pilastri sono stati modellati con elementi tipo beam.

Gli elementi di controvento sono stati modellati come elementi di tipo asta.

I solai con soletta collaborante in c.a. sono stati modellati come elementi rigidi nel loro

piano, mentre i solai di copertura a pannelli sandwich sono stati modellati come semplice

carico.

Gli unici vincoli inseriti nei modelli agli elementi finiti sono quelli di tipo incastro alla base di

pilastri.

Per quanto riguarda le proprietà meccaniche degli elementi in c.a. modellati si veda il

cap. 3.

5.4.Modellazione delle azioni

Lo stato di sollecitazione delle strutture per effetto delle azioni permanenti e accidentali è

stato valutato costruendo un modello di analisi agli elementi finiti.

Sono state definite condizioni di carico in modo da tener conto di tutte le possibili variabili

contemplate dalla verifica agli stati limite.

Il programma consente l’applicazione di diverse tipologie di casi di carico.

Sono previsti i seguenti 11 tipi di casi di carico:

Sigla Tipo Descrizione

1 Ggk A caso di carico comprensivo del peso proprio struttura 2 Gk NA caso di carico con azioni permanenti 3 Qk NA caso di carico con azioni variabili 4 Gsk A caso di carico comprensivo dei carichi permanenti sui solai e sulle coperture 5 Qsk A caso di carico comprensivo dei carichi variabili sui solai 6 Qnk A caso di carico comprensivo dei carichi di neve sulle coperture 7 Qtk SA caso di carico comprensivo di una variazione termica agente sulla struttura 8 Qvk NA caso di carico comprensivo di azioni da vento sulla struttura 9 Esk SA caso di carico sismico con analisi statica equivalente 10 Edk SA caso di carico sismico con analisi dinamica 11 Pk NA caso di carico comprensivo di azioni derivanti da coazioni, cedimenti e

precompressioni

Per i casi di carico di tipo sismico (9-Esk e 10-Edk), viene riportata la tabella di definizione

delle masse: per ogni caso di carico partecipante alla definizione delle masse viene

indicata la relativa aliquota (partecipazione) considerata.

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20 129 A.C. SETT.2016

Unità Strutturale “ZONA CAMPI”

CDC Tipo Sigla Id Note

1 Ggk CDC=Ggk (peso proprio della struttura) 2 Gsk CDC=G1sk (permanente solai-coperture) 3 Gsk CDC=G2sk (permanente solai-coperture n.c.d.) 4 Qsk CDC=Qsk (variabile solai) 5 Qnk CDC=Qnk (carico da neve) 6 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. +) partecipazione:1.00 per 1 CDC=Ggk (peso proprio della struttura) partecipazione:1.00 per 2 CDC=G1sk (permanente solai-coperture) partecipazione:1.00 per 3 CDC=G2sk (permanente solai-coperture

n.c.d.) partecipazione:1.00 per 4 CDC=Qsk (variabile solai) partecipazione:1.00 per 5 CDC=Qnk (carico da neve) partecipazione:1.00 per 15 CDC=G2k (SISIMICA permanente

generico n.c.d. ) ......... 7 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 8 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 9 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. -) come precedente CDC sismico 10 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. +) come precedente CDC sismico 11 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 12 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 13 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. -) partecipazione:1.00 per 1 CDC=Ggk (peso proprio della struttura) partecipazione:1.00 per 2 CDC=G1sk (permanente solai-coperture) partecipazione:1.00 per 3 CDC=G2sk (permanente solai-coperture

n.c.d.) partecipazione:1.00 per 4 CDC=Qsk (variabile solai) partecipazione:1.00 per 5 CDC=Qnk (carico da neve) 14 Gk CDC=G2k (STATICA permanente generico n.c.d. ) ......... D2 :da 108 a 115 Azione : CARICO STATICO 15 Gk CDC=G2k (SISIMICA permanente generico n.c.d. ) ......... D2 :da 108 a 115 Azione : CARICO SISMICO D2 : 117 Azione : CARICO SISMICO D2 :da 274 a 280 Azione : CARICO SISMICO

Casi di carico

Unità Strutturale “ZONA PALESTRE E SERVIZI”


1 Ggk CDC=Ggk (peso proprio della struttura) 2 Gsk CDC=G1sk (permanente solai-coperture) 3 Gsk CDC=G2sk (permanente solai-coperture n.c.d.) 4 Qsk CDC=Qsk (variabile solai) 5 Qnk CDC=Qnk (carico da neve) 6 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. +) partecipazione:1.00 per 1 CDC=Ggk (peso proprio della struttura) partecipazione:1.00 per 2 CDC=G1sk (permanente solai-coperture) partecipazione:1.00 per 3 CDC=G2sk (permanente solai-coperture

n.c.d.) partecipazione:1.00 per 4 CDC=Qsk (variabile solai) partecipazione:1.00 per 5 CDC=Qnk (carico da neve) partecipazione:1.00 per 15 CDC=G2k (SISIMICA permanente

generico n.c.d. ) ......... 7 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 8 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 9 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. -) come precedente CDC sismico 10 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. +) come precedente CDC sismico 11 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 12 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 13 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. -) partecipazione:1.00 per 1 CDC=Ggk (peso proprio della struttura) partecipazione:1.00 per 2 CDC=G1sk (permanente solai-coperture) partecipazione:1.00 per 3 CDC=G2sk (permanente solai-coperture

n.c.d.) partecipazione:1.00 per 4 CDC=Qsk (variabile solai) partecipazione:1.00 per 5 CDC=Qnk (carico da neve) 14 Gk CDC=G2k (STATICA permanente generico n.c.d. ) ......... D2 :da 59 a 60 Azione : CARICO STATICO D2 : 151 Azione : CARICO STATICO D2 : 173 Azione : CARICO STATICO

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15 Gk CDC=G2k (SISIMICA permanente generico n.c.d. ) ......... D2 : 54 Azione : CARICO SISMICO D2 :da 59 a 60 Azione : CARICO SISMICO D2 : 151 Azione : CARICO SISMICO D2 : 173 Azione : CARICO SISMICO D2 :da 184 a 188 Azione : CARICO SISMICO

Casi di carico

5.5.Combinazioni e percorsi di carico


Nella seguente tabella vengono riportate tutte le combinazioni di carico considerate

nell’analisi delle strutture:

Cmb Tipo Sigla Id effetto P-delta

1 SLU Comb. SLU A1 1 2 SLU Comb. SLU A1 2 3 SLU Comb. SLU A1 3 4 SLU Comb. SLU A1 4 5 SLU Comb. SLU A1 5 6 SLU Comb. SLU A1 6 7 SLU Comb. SLU A1 7 8 SLU Comb. SLU A1 8 9 SLU Comb. SLU A1 9 10 SLU Comb. SLU A1 10 11 SLU Comb. SLU A1 11 12 SLU Comb. SLU A1 12 13 SLU Comb. SLU A1 13 14 SLU Comb. SLU A1 14 15 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 15 16 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 16 17 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 17 18 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 18 19 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 19 20 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 20 21 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 21 22 SLE(r) Comb. SLE(rara) 22 23 SLE(r) Comb. SLE(rara) 23 24 SLE(r) Comb. SLE(rara) 24 25 SLE(r) Comb. SLE(rara) 25 26 SLE(r) Comb. SLE(rara) 26 27 SLE(r) Comb. SLE(rara) 27 28 SLE(r) Comb. SLE(rara) 28 29 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 29 30 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 30 31 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 31 32 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 32 33 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 33 34 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 34 35 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 35 36 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 36 37 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 37 38 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 38 39 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 39 40 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 40 41 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 41 42 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 42 43 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 43 44 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 44 45 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 45 46 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 46

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47 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 47 48 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 48 49 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 49 50 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 50 51 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 51 52 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 52 53 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 53 54 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 54 55 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 55 56 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 56 57 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 57 58 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 58 59 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 59 60 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 60 61 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 61 62 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 62 63 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 63 64 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 64 65 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 65 66 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 66 67 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 67 68 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 68 69 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 69 70 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 70 71 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 71 72 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 72 73 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 73 74 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 74 75 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 75 76 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 76 77 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 77 78 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 78 79 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 79 80 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 80 81 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 81 82 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 82 83 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 83 84 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 84 85 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 85 86 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 86 87 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 87 88 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 88 89 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 89 90 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 90 91 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 91 92 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 92 93 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 93 94 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 94 95 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 95 96 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 96 97 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 97 98 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 98 99 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 99 100 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 100 101 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 101 102 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 102 103 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 103 104 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 104 105 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 105 106 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 106 107 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 107 108 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 108 109 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 109 110 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 110 111 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 111 112 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 112 113 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 113 114 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 114

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115 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 115 116 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 116 117 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 117 118 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 118 119 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 119 120 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 120 121 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 121 122 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 122 123 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 123 124 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 124

Ovvero:

Cmb CDC

1/15... CDC 2/16...

CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

CDC 11/25...

CDC 12/26...

CDC 13/27...

CDC 14/28...

1 1.30 1.30 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 2 1.30 1.30 1.50 0.0 0.75 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 3 1.30 1.30 1.50 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 4 1.30 1.30 1.50 1.50 0.75 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 5 1.00 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 6 1.00 1.00 0.0 0.0 0.75 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 7 1.00 1.00 0.0 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 8 1.00 1.00 0.0 1.50 0.75 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 9 1.30 1.30 1.50 0.0 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 10 1.30 1.30 1.50 1.05 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 11 1.30 1.30 1.50 1.05 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.50 0.0 12 1.00 1.00 0.0 0.0 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 13 1.00 1.00 0.0 1.05 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 14 1.00 1.00 0.0 1.05 1.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 15 1.00 1.00 1.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 16 1.00 1.00 1.30 0.0 0.65 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 17 1.00 1.00 1.30 1.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 18 1.00 1.00 1.30 1.30 0.65 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 19 1.00 1.00 1.30 0.0 1.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 20 1.00 1.00 1.30 0.91 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 21 1.00 1.00 1.30 0.91 1.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.30 0.0 22 1.00 1.00 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 23 1.00 1.00 1.00 0.0 0.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 24 1.00 1.00 1.00 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 25 1.00 1.00 1.00 1.00 0.50 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 26 1.00 1.00 1.00 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00

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Cmb CDC

1/15... CDC 2/16...

CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

CDC 11/25...

CDC 12/26...

CDC 13/27...

CDC 14/28...

0.0 27 1.00 1.00 1.00 0.70 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 28 1.00 1.00 1.00 0.70 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 29 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 30 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 31 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 32 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 33 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 34 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 35 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 36 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 37 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 38 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 39 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 40 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 41 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 42 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 43 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 44 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 45 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 46 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 47 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 48 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 49 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 50 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 51 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 52 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 53 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 54 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 55 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 56 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 57 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 58 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 59 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00

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25 129 A.C. SETT.2016

Cmb CDC

1/15... CDC 2/16...

CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

CDC 11/25...

CDC 12/26...

CDC 13/27...

CDC 14/28...

60 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 61 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 62 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 63 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 64 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 65 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 66 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 67 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 68 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 69 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 0.0 1.00 70 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 0.0 1.00 71 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 0.0 1.00 72 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 0.0 1.00 73 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 1.00 74 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 1.00 75 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 1.00 76 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 1.00 77 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 1.00 78 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 1.00 79 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 1.00 80 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 1.00 81 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 0.0 1.00 82 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 0.0 1.00 83 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 0.0 1.00 84 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 0.0 1.00 85 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 1.00 86 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 1.00 87 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 1.00 88 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 1.00 89 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 1.00 90 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 1.00 91 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 1.00 92 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 1.00 93 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0

Studio Malano


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PALESTRA FITNESS

0

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R02


26 129 A.C. SETT.2016

Cmb CDC

1/15... CDC 2/16...

CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

CDC 11/25...

CDC 12/26...

CDC 13/27...

CDC 14/28...

1.00 94 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 95 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 96 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 97 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 98 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 99 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 100 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 101 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 102 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 103 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 104 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 105 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 106 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 107 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 108 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 109 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 110 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 111 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 112 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 113 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 114 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 115 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 116 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 117 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 118 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 119 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 120 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 121 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 122 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 123 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 124 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00

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0

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R02


27 129 A.C. SETT.2016


Nella seguente tabella vengono riportate tutte le combinazioni di carico considerate

nell’analisi delle strutture:


1 SLU Comb. SLU A1 1 2 SLU Comb. SLU A1 2 3 SLU Comb. SLU A1 3 4 SLU Comb. SLU A1 4 5 SLU Comb. SLU A1 5 6 SLU Comb. SLU A1 6 7 SLU Comb. SLU A1 7 8 SLU Comb. SLU A1 8 9 SLU Comb. SLU A1 9 10 SLU Comb. SLU A1 10 11 SLU Comb. SLU A1 11 12 SLU Comb. SLU A1 12 13 SLU Comb. SLU A1 13 14 SLU Comb. SLU A1 14 15 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 15 16 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 16 17 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 17 18 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 18 19 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 19 20 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 20 21 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 21 22 SLE(r) Comb. SLE(rara) 22 23 SLE(r) Comb. SLE(rara) 23 24 SLE(r) Comb. SLE(rara) 24 25 SLE(r) Comb. SLE(rara) 25 26 SLE(r) Comb. SLE(rara) 26 27 SLE(r) Comb. SLE(rara) 27 28 SLE(r) Comb. SLE(rara) 28 29 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 29 30 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 30 31 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 31 32 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 32 33 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 33 34 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 34 35 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 35 36 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 36 37 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 37 38 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 38 39 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 39 40 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 40 41 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 41 42 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 42 43 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 43 44 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 44 45 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 45 46 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 46 47 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 47 48 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 48 49 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 49 50 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 50 51 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 51 52 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 52 53 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 53 54 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 54 55 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 55 56 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 56 57 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 57 58 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 58 59 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 59 60 SLU Comb. SLU A1 (SLV sism.) 60 61 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 61

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0

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28 129 A.C. SETT.2016


62 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 62 63 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 63 64 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 64 65 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 65 66 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 66 67 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 67 68 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 68 69 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 69 70 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 70 71 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 71 72 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 72 73 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 73 74 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 74 75 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 75 76 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 76 77 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 77 78 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 78 79 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 79 80 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 80 81 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 81 82 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 82 83 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 83 84 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 84 85 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 85 86 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 86 87 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 87 88 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 88 89 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 89 90 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 90 91 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 91 92 SLD(sis) Comb. SLE (SLD Danno sism.) 92 93 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 93 94 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 94 95 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 95 96 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 96 97 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 97 98 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 98 99 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 99 100 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 100 101 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 101 102 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 102 103 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 103 104 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 104 105 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 105 106 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 106 107 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 107 108 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 108 109 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 109 110 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 110 111 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 111 112 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 112 113 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 113 114 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 114 115 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 115 116 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 116 117 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 117 118 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 118 119 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 119 120 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 120 121 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 121 122 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 122 123 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 123 124 SLU (Terr. A2) Comb. SLU A2 (SLV sism.) 124

Ovvero:

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0

Doc. n°

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29 129 A.C. SETT.2016

Cmb CDC

1/15... CDC 2/16...

CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

CDC 11/25...

CDC 12/26...

CDC 13/27...

CDC 14/28...

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CDC 10/24...

CDC 11/25...

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CDC 13/27...

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1.00 35 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 36 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 37 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 38 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 39 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 40 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 41 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 42 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 43 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 44 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 45 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 46 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 47 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 48 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 49 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 50 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 51 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 52 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 53 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 54 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 55 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 56 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 57 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 58 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 59 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 60 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 61 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 1.00 1.00 62 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 1.00 1.00 63 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 1.00 1.00 64 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 1.00 1.00 65 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 -0.30 1.00 1.00 66 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.30 1.00 1.00 67 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 1.00 1.00

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CDC 3/17...

CDC 4/18...

CDC 5/19...

CDC 6/20...

CDC 7/21...

CDC 8/22...

CDC 9/23...

CDC 10/24...

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CDC 12/26...

CDC 13/27...

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68 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 1.00 1.00 69 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 1.00 1.00 70 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 1.00 1.00 71 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 1.00 1.00 72 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 1.00 1.00 73 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 1.00 1.00 74 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 1.00 1.00 75 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 1.00 1.00 76 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 1.00 1.00 77 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 1.00 1.00 78 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 1.00 1.00 79 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 1.00 1.00 80 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 1.00 1.00 81 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 1.00 1.00 82 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 1.00 1.00 83 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 1.00 1.00 84 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 1.00 1.00 85 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 1.00 1.00 86 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 1.00 1.00 87 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 1.00 1.00 88 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 1.00 1.00 89 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 1.00 1.00 90 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 1.00 1.00 91 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 1.00 1.00 92 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 1.00 1.00 93 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 94 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 95 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 96 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 97 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 98 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 99 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 100 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 1.00 0.0 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 101 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00

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CDC 3/17...

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CDC 6/20...

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CDC 8/22...

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CDC 13/27...

CDC 14/28...

1.00 102 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 103 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 104 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 105 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 106 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 107 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 -0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 108 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 1.00 0.0 0.30 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 109 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 110 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 111 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 112 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 113 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 114 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 115 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 116 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 117 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 118 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 -0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 119 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 120 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.30 0.0 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 121 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 122 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 -0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 123 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00 124 1.00 1.00 1.00 0.60 0.0 0.0 0.30 0.0 1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 1.00 1.00

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33 129 A.C. SETT.2016

5.6.Risultati dell’analisi modale


Di seguito si mostrano tre immagini che rappresentano i primi tre modi di vibrare del

manufatto.

MODO I: periodo 0.43 s

MODO II: periodo 0.33 s

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MODO III: periodo 0.32 s


Di seguito si mostrano tre immagini che rappresentano i primi tre modi di vibrare del

manufatto.

MODO I: periodo 0.46 s MODO II: periodo 0.46 s

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35 129 A.C. SETT.2016

MODO III: periodo 0.44 s

5.7.Deformate e sollecitazioni per condizioni di carico


Di seguito vengono riportati i principali risultati in termini di stati di sollecitazione per le travi

e i pilastri dell’edificio.

N max in cmb statica

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36 129 A.C. SETT.2016

T 2-2max in cmb statica


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37 129 A.C. SETT.2016

M 2-2max in cmb statica


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38 129 A.C. SETT.2016

N max in cmb dinamica

T 2-2 max in cmb dinamica

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39 129 A.C. SETT.2016


M 2-2 max in cmb dinamica

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40 129 A.C. SETT.2016



Di seguito vengono riportati i principali risultati in termini di stati di sollecitazione per le travi

e i pilastri dell’edificio.

N max in cmb statica

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43 129 A.C. SETT.2016

N max in cmb dinamica


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46 129 A.C. SETT.2016

5.8.Inviluppo delle sollecitazioni maggiormente significative


Di seguito si riportano gli inviluppi delle sollecitazioni maggiormente significative per travi e

pilastri.

Inviluppo N

Inviluppo T 2-2

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47 129 A.C. SETT.2016

Inviluppo T 3-3

Inviluppo M 2-2

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48 129 A.C. SETT.2016

Inviluppo M 3-3


Di seguito si riportano gli inviluppi delle sollecitazioni maggiormente significative per travi e

pilastri.

Inviluppo N

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49 129 A.C. SETT.2016

Inviluppo T 2-2

Inviluppo T 3-3

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50 129 A.C. SETT.2016

Inviluppo M 2-2

Inviluppo M 3-3

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51 129 A.C. SETT.2016

6.Verifiche strutturali

6.1.Verifiche agli SLU e SLE

Nelle immagini seguenti viene riportato l’esito delle verifiche strutturali per le due unità

strutturali. In azzurro vengono indicati gli elementi verificati mentre in rosso quelli non

verificati.

Esiti verifiche per unità strutturale “ZONA CAMPI”

Esiti verifiche per unità strutturale “ZONA PALESTRE E SERVIZI”

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52 129 A.C. SETT.2016

6.2. Altri risultati significativi

Si riportano di seguito le immagini relative agli spostamenti di interpiano allo stato limite di

danno (SLD) e la verifica della gerarchia delle resistenze per il capannone.

Spostamenti max interpiano ZONA CAMPI: VERIFICATO: Valori di 1000/H < 5

Spostamenti max interpiano ZONA PALESTRE E SERVIZI: VERIFICATO: Valori di 1000/H < 5

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7. Ulteriori Verifiche

7.1.Dimensionamento e verifica travi alveolari copertura – ZONA CAMPI

Per il dimensionamento e la verifica delle travi alveolari aventi luce pari a circa 22,5 m a

sostegno della copertura della ZONA CAMPI si è usato un software apposito fornito dal

produttore di tali travi.

Assumendo i carichi riportati al paragrafo 4 della presente relazione di seguito si riportano i

risultati delle verifiche eseguite.

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55 129 A.C. SETT.2016

Essendo travi di copertura la freccia limite prevista da normativa è pari a L/200 dunque

anche le verifiche agli SLE si ritengono soddisfatte.

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56 129 A.C. SETT.2016

7.2.Solaio ballatoio – ZONA CAMPI

La chiusura degli orizzontamenti del ballatoio verrà realizzata con una lamiera grecata

metallica di altezza pari a 7,5 cm e soletta in c.a. avente spessore totale pari a 11 cm.

La lunghezza massima della lamiera, da appoggio ad appoggio su profili metallici, è pari

a 1,30 m e il carico massimo a cui sarà soggetta è pari a circa p = 500 kg/m2.

Di seguito si riportano i valori massimi di carico che possono essere sopportati dalla

lamiera:

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57 129 A.C. SETT.2016

7.3.Solai di interpiano – ZONA PALESTRE E SERVIZI

I solai di interpiano di questa unità strutturale verranno realizzati con una lamiera grecata

metallica di altezza pari a 5,5 cm e soletta in c.a. avente spessore totale pari a 13 cm,

collaboranti con i profili metallici a mezzo di connettori.

La lunghezza massima della lamiera, da appoggio ad appoggio su profili metallici, è pari


Di seguito si riportano i valori massimi di carico che possono essere sopportati dalla

lamiera:

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58 129 A.C. SETT.2016

7.4.Solai di copertura

Per tutte le strutture di copertura verrà invece realizzato un reticolo di travi metalliche,

primarie e secondarie, sulle quali verranno appoggiati dei pannelli sandwich.

Tali pannelli avranno uno spessore pari a 16 cm.

La lunghezza massima del pannello, da appoggio ad appoggio su profili metallici, è pari


Di seguito si riportano i valori massimi di carico che possono essere sopportati dai pannelli:

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59 129 A.C. SETT.2016

RELAZIONE OPERE STRUTTURALI E GEOTECNICHE

RELAZIONE GEOTECNICA, SISMICA, CALCOLO DELLE OPERE DI

FONDAZIONE

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60 129 A.C. SETT.2016

1. DOCUMENTI DI RIFERIMENTO

Normative e raccomandazioni:

3. D.M. 14 gennaio 2008 - Norme Tecniche per le Costruzioni. (NTC08)

4. Circ. Min. Infrastrutture e Trasporti 2 febbraio 2009 n. 617. Istruzioni per

l’applicazione delle “Norme Tecniche per le Costruzioni” di cui al D.M. 14

gennaio 2008.

5. UNI ENV 1997-1 (2006) Eurocodice 7: Progettazione geotecnica – Parte 1:

Regole generali.

6. UNI ENV 1997-2 (2007) Eurocodice 7: Progettazione geotecnica – Parte 2:

Indagini e prove nel sottosuolo.

7. UNI ENV 1998–1 (2005) Eurocodice 8 - Progettazione delle strutture per la

resistenza sismica - Parte 1: Regole generali, azioni sismiche e regole per gli

edifici

8. UNI ENV 1998–5 (2005) Eurocodice 8 - Progettazione delle strutture per la

resistenza sismica - Parte 5: Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti

geotecnici.

9. AGI (2005). Linee Guida “Aspetti geotecnici della progettazione in zona

sismica”, Patron, Bologna.

10. Gruppo di Lavoro MPS (2004). Redazione della Mappa di Pericolosità Sismica

prevista dall’Ordinanza PCM 3274 del 20 marzo. Rapporto Conclusivo per il

Dipartimento della Protezione Civile, INGV, Milano-Roma, aprile 2004.

11. Gruppo di lavoro CPTI (2004). Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani,

versione 2004 (CPTI04), INGV, Bologna.

12. Stucchi et al. (2007). DBMI04, il database delle osservazioni macrosismiche dei

terremoti italiani utilizzate per la compilazione del catalogo parametrico CPTI04.

Quaderni di Geofisica, INGV.

Documenti tecnici di riferimento:

a. R.06 RELAZIONE GEOLOGICA ALLEGATA AL PRESENTE PROGETTO.

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2. INTRODUZIONE

Descrizione del progetto

La presente relazione prende in esame la caratterizzazione geotecnica e sismica del sito

ed il progetto delle opere di fondazione del nuovo fabbricato che si intende realizzare.

Classe della costruzione

Il fabbricato in oggetto è classificato di classe II, vita utile 50 anni, Coefficiente d’uso CU=1,

vita di riferimento VR = 50 x 1 = 50 anni.

3 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA E SISMICA DEL SITO

3.1 Indagini di riferimento

Le indagini in sito effettuate sono consistite nell’esecuzione di una verticale penetro

metrica con punta elettrica e piezocono e cono sismico spinta fino alla profondità di 31m

eseguita nell'area ove è prevista la realizzazione del fabbricato oggetto di valutazione

grosso modo in posizione baricentrica della pianta dello stesso.

3.2 Definizione dei caratteri sismici di base dell’area

Definizione della Magnitudo di progetto

Come mostrato in figura 3.2.1 il sito ricade all’esterno della la zona sismogenetica

denominata ZS912 (Dorsale Ferrarese) della zonazione ZS9 dell’INGV.

Figura 3.2.1. Ubicazione della zona in riferimento alla zonazione sismogenetica

Area dell’intervento

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Una zona sismogenetica è una area di territorio definita da uniformi caratteristiche

sismologiche, tettoniche e geologiche, per la quale è possibile assegnare un’unica

relazione di ricorrenza tra magnitudo e frequenza di occorrenza alle sorgenti di sismicità.

La zona sismogenetica ZS912, più prossima al sito, è caratterizzata da un meccanismo

focale prevalente del tipo a fogliazione inversa e da un intervallo di profondità nel quale

viene rilasciato il maggior numero di terremoti compreso tra 5 e 8 km.

Per la zona ZS912 la magnitudo massima attesa ottenuta dalle analisi di completezza

risulta pari a:

MW,max = 6.14

Non essendo però il sito oggetto dell’intervento compreso all’interno all'interno dei confini

della zona sismogenetica, per la definizione della magnitudo di progetto si è proceduto

con una analisi di disaggregazione che permette una valutazione della magnitudo con

maggiore probabilità di accadimento in funzione delle sorgenti sismogenetiche più vicine

Dall’analisi della mappa di disaggregazione per la località in studio, relativa al tempo di

ritorno di progetto (TR = 475 anni) riportata in Figura, la magnitudo M dell’evento sismico

più probabile risulta compresa tra 4.5 e 5 secondo le elaborazioni INGV, con un valore

medio più probabile pari a 5.060.

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Figura 3.2.3. Mappe di disaggregazione per il sito indagato: risultati ottenuti dal modello di calcolo

dell’INGV

In accordo a quanto riportato nella relazione geologica allegata e sulla base degli studi

di Facciorusso e Vannucchi (2009) le analisi sismiche influenzate dall’entità della

magnitudo saranno pertanto effettuate per il valore 5.3 assunto come valore massimo più

probabile in accordo a quanto indicato nella relazione geologica; per confronto le

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valutazioni saranno anche effettuate per il valore massimo MW,max definito sulla base della

zona sismogenetica più vicina (ZS912) fermo restando che il valore di progetto rimane.

Mprogetto = 5.30

Definizione dell’accelerazione al suolo di progetto

Il D.M. 14.01.2008 ha adottato la suddivisione in sottozone caratterizzate da valori

intervallati ogni 0.025g riportata in figura 4.2.3. Tale suddivisione corrisponde alla mappa di

pericolosità sismica redatta dall’INGV (2004). In accordo al D.M. 14.01.2008

l’accelerazione del sito di interesse può essere ricavata per interpolazione dei valori del

reticolo di riferimento utilizzando i valori di latitudine e longitudine corrispondenti.

Nella figura 3.2.3 viene mostrata la posizione del sito all’interno del reticolo di riferimento.

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Figura 3.2.4. Definizione della accelerazione massima al suolo con probabilità di eccedenza del

10% in 50 anni riferita a suoli rigidi per il sito oggetto dell’intervento (INGV)

Di seguito vengono riportati i parametri sismici corrispondenti al sito indagato in base alle

corrispondenti coordinate geografiche e alla vita di riferimento definita

precedentemente.

Sito in esame.

Coordinate ED50

latitudine: 44,6887540082918

longitudine: 12,2022313525819

Coordinate WGS84

latitudine: 44.687827

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longitudine: 12.201255

Classe: 2

Vita nominale: 50

Siti di riferimento





Parametri sismici

Categoria topografica: T1

Periodo di riferimento: 50anni

Coefficiente cu: 1

Operatività (SLO):


Tr: 30 [anni]

ag: 0,034 g

Fo: 2,526

Tc*: 0,250 [s]

Danno (SLD):


Tr: 50 [anni]

ag: 0,041 g

Fo: 2,549

Tc*: 0,279 [s]

Salvaguardia della vita (SLV):


Tr: 475 [anni]

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ag: 0,101 g

Fo: 2,580

Tc*: 0,298 [s]

Prevenzione dal collasso (SLC):


Tr: 975 [anni]

ag: 0,130 g

Fo: 2,604

Tc*: 0,299 [s]

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68 129 A.C. SETT.2016

3.3 Caratterizzazione geotecnica e sismica dei siti indagati

Sequenza litostratigrafica

La sequenza lito-stratigrafica dei terreni attraversati è stata elaborata utilizzando

correlazioni semi-empiriche di letteratura, a partire dai risultati di resistenza alla punta e

laterale misurati dalla prova penetrometrica. In particolare si è utilizzata la correlazione

proposta da Robertson (1990), che utilizza le informazioni derivanti dai valori normalizzati

con lo stato tensionale delle resistenze misurate, qc ed fs e della pressione neutra

u(denominati rispettivamente Qt , Fr e Bq).

I pesi per unità di volume dei terreni indagati sono stati ricavati in base ai tipi

litologici da valori di letteratura in base alle indicazioni fornite da Robertson (1990).

Parametri geotecnici idraulici e meccanici

In base alle indicazioni di Robertson (1990) in funzione del tipo litologico è stato

determinato il coefficiente di conducibilità idraulica dei terreni attraversati. In base alle

indicazioni di Jamiolkowski et Al. (1985), assumendo un rapporto tra permeabilità

orizzontale e verticale pari a 5, è stato ricavato il coefficiente di conducibilità idraulica

orizzontale dei terreni.

I terreni a matrice granulare sono stati caratterizzati in termini di parametri geotecnici

utilizzando le seguenti correlazioni:

Angolo di resistenza a taglio di picco con la correlazione di Kulhawy e Mayne

(1990) per sabbie contenenti frazioni limose

Angolo di resistenza a taglio in condizioni di stato critico in base alla relazione

di Bolton (1986)

Densità relativa attraverso la correlazione di Robertson (2009)

Modulo di Young drenato attraverso la correlazione di Baldi et al (1989)

I terreni a matrice fine sono stati caratterizzati in termini di parametri meccanici,

utilizzando le seguenti correlazioni:

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69 129 A.C. SETT.2016

Resistenza al taglio non drenata in funzione della resistenza alla punta in base

alla relazione cu=(qc-v0)/Nk, con v0 tensione totale ed Nk fattore di cono

assunto pari a 15.

Angolo di taglio drenato in base alla correlazione proposta da Mayne e

Campanella (2005)

Modulo di Young attraverso la correlazione di Lunne et al (1997)

Modulo edometrico ricavato in base alla correlazione di Gottardi (2011)

Grado di sovraconsolidazione OCR in base alla correlazione di Gottardi (2011)

Coefficiente di consolidazione verticale ottenuto sulla base dei valori del

modulo edometrico e del coefficiente di conducibilità idraulica

Coefficiente di consolidazione orizzontale ottenuto sulla base della

correlazione di Robertson (2009) adottando un valore del rapporto di

ricompressione RR=0.01.

Classificazione sismica del sito

La classificazione sismica del sito, in ottemperanza a quanto previsto dal DM

14.01.2008, è stata fatta sulla base della determinazione della velocità di propagazione

delle onde taglio equivalente nei primi 30 m di profondità avendo a disposizione le misure

dirette del cono sismico.

Noto l’andamento di VS in base alla correlazione indicata è stato ricavato il valore

di VS,30 utilizzando la seguente espressione:

30

S,30

i

i=1,N S,i

V = hV

Con:

hi : spessore dello strato i-esimo compreso nei primi 30m di profondità

vS,i = velocità delle onde di taglio nello strato i-esimo

N = numero di strati compresi nei primi 30m di profondità

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70 129 A.C. SETT.2016

Verifica a liquefazione

La verifica della suscettibilità a liquefazione dei terreni è stata condotta con un metodo

che utilizza le misure di resistenza alla punta e laterale effettuate dalla prova

penetrometrica condotta.

La procedura semplificata, inizialmente proposta da Seed e Idriss (1971) per valutare la

resistenza a liquefazione, fondamentalmente implica il calcolo di due parametri: il livello di

sollecitazione ciclica del suolo causato dal sisma, espresso come indice di sollecitazione

ciclica CSR (Cyclic Stress Ratio) e la resistenza del suolo alla liquefazione espressa come

indice di resistenza ciclica CRR (Cyclic Resistance Ratio) (calcolato solo per gli strati aventi

indice di classificazione IC<2.6).

Il rapporto di sforzo ciclico CSR è stato determinato come segue (Seed e Idriss, 1971):

max v0 v0 dCSR 0.65 a g ' r

Dove:

amax = accelerazione orizzontale massima in superficie

g = accelerazione di gravità

v = tensione totale alla profondità considerata

’v = tensione efficace alla profondità considerata

rd = coefficiente di riduzione degli sforzi di taglio con la profondità per tenere conto della

deformabilità del terreno calcolato con le espressioni proposte da Youd et Al. (200).

La verifica a liquefazione è condotta in condizione di free-field ovvero di piano di

campagna orizzontale ed in assenza di sforzi di taglio antecedenti il sisma (fattori K e K

assunti pari ad 1).

La verifica del pericolo di liquefazione è in realtà una verifica di resistenza e come

tale richiede il calcolo ed il confronto di due grandezze: la sollecitazione agente indotta

dal sisma di progetto e la resistenza limite alla sollecitazione ciclica che il terreno è in

grado di opporre. Il fattore di resistenza ciclica CRR è stato determinato con l’espressione

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ricavata originariamente per un terremoto di riferimento avente magnitudo M=7.5. Per

terremoti con magnitudo attesa differente occorre correggere il CRR (o analogamente il

fattore di sicurezza) con un opportuno fattore di scala MSF (Magnitude Scaling Factor)

che è funzione della magnitudo di progetto del terremoto, per il quale, nelle verifiche

condotte, è stato adottata l’espressione proposta da Robertson (2009).

Si definisce quindi un fattore di sicurezza nei confronti della liquefazione come

segue:

M 7.5SL

CRRF MSF

CSR

Con MSF calcolato per i due valori di Magnitudo (MSF=1 per M=7.5) definiti nel

precedentemente.

Si applicherà la procedura di verifica proposta originariamente da Robertson e Wride

(1997), nella sua versione recentemente aggiornata (Robertson, 2009).

Per tutte le verticali indagate è stato determinato:

1. Il profilo con la profondità della resistenza a liquefazione espressa in termini di indice di

resistenza ciclica (CRR).

2. Il profilo con la profondità del fattore di sicurezza a liquefazione FSL per terremoti per le

magnitudo considerate.

La procedura da applicare viene schematicamente riassunta di seguito:

Normalizzazione della resistenza alla punta e laterale con lo stato tensionale mediante

un metodo iterativo di calcolo.

Determinazione dell’indice di classificazione del terreno IC che è funzione delle

resistenze normalizzate determinate al passo precedente Il valore di IC = 2.6

rappresenta, nel metodo proposto da Robertson e Wride (1997), una prima soglia di

distinzione tra i terreni considerati non potenzialmente liquefacibili (IC > 2.6) ed i terreni

potenzialmente liquefacibili (IC < 2.6).

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Stima del contenuto di fine a partire dal valore di IC.

Definizione di una resistenza alla punta normalizzata per tenere in conto del contenuto

di fine ( c1N csq ) (calcolata solo per terreni aventi IC<2.6).

Determinazione con la profondità del rapporto CRR (calcolato solo per terreni aventi

IC<2.6)

Determinazione di un profilo del fattore di sicurezza FSL con la profondità (calcolato

solo per terreni aventi IC<2.6).

Nella figura seguente è mostrata la procedura di calcolo (Robertson 2009).

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74 129 A.C. SETT.2016

Valutazione del rapporto di resistenza ciclica CRR (metodo proposto da Robertson, 2009)

Calcolo dei cedimenti post-sismici

Il calcolo dei cedimenti post-sismici è stato effettuato in base al metodo proposto da

Robertson (2009). Il metodo consiste nella valutazione dei cedimenti attesi in base a

correlazioni con i risultati di prove penetro metriche statiche. Il calcolo è condotto in

maniera distinta per terreni granulari e per terreni fini.

Terreni granulari

Il calcolo del cedimento post-sismico dei terreni granulari riguarda la valutazione

dell’addensamento degli strati liquefacibili compresi nei primi 20m di profondità. I

cedimenti sono stati valutati in accordo a Robertson (2009) attraverso la metodologia

elaborata da Zhang et Al. (2002). Sulla base della verticale penetrometrica è stato

definito il valore alla punta normalizzata qc1N,cs, il valore del fattore di sicurezza a

liquefazione FS, e attraverso le funzioni riportate da Zhang et Al. (2002) si sono valutate le

deformazioni volumetriche post sismiche indotte. Noto lo spessore di partenza dello strato,

il cedimento corrispondente è stato ricavato applicando la seguente formula (Robertson,

2009):

vs H

Dove:

v : deformazione post sismica indotta

H : spessore iniziale dello strato

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75 129 A.C. SETT.2016

Valutazione delle deformazioni post-sismiche indotte negli strati granulari.(metodo

proposto da Zhang et Al., 2002)

Terreni fini

In base alle indicazioni riportate nelle Linee Guida AGI (2005), il cedimento dei terreni fini

è dovuto a fenomeni di riconsolidazione conseguenti alla dissipazione delle pressioni

interstiziali accumulatesi durante il terremoto.

Il metodo proposto da Robertson (2009) prevede la definizione di un Rapporto di

Resistenza ciclica (CRR=3%) che valuta la resistenza dei terreni fini a manifestare

deformazioni se soggetti a sollecitazioni sismiche, in base alla seguente espressione:

M 7.5 tnCRR 0.053 Q K

Con:

Qtn=resistenza alla punta penetrometrica normalizzata e corretta in base alla procedura

di Robertson (2009)

K=fattore che considera l’inclinazione del piano campagna (pari ad 1 per piano di

campagna orizzontale)

Si definisce quindi un fattore di sicurezza nei confronti della deformazione post-sismica dei

terreni fini come segue:

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76 129 A.C. SETT.2016

M 7.5S, 3%

CRRF MSF

CSR

Con MSF calcolato per i due valori di Magnitudo pari a 5.81 e 6.14 (MSF=1 per M=7.5) in

base all’espressione di Boulanger & Idriss (2005) valida per terreni fini e differente dal

fattore di scala della magnitudo valevole per i terreni granulari.

il cedimento corrispondente è stato ricavato applicando la seguente formula (Robertson,

2009):

vols H

Dove:

v : deformazione post sismica indotta

H : spessore iniziale dello strato

3%

3%

vol 3

tn tn

3%

vol 2

tn

se FS 0.84

0.8 2.66log(FS )

0.33 10 9log(0.33 Q Q

se FS 0.84

11%

Q

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77 129 A.C. SETT.2016

3.3.1 Risultati

Sequenza litostratigrafica

Nella figura 3.3.1.1 sono riportati i risultati di resistenza alla punta, di resistenza per

attrito laterale, di variazione delle pressioni neutre e il rapporto di attrito con la profondità

misurati nella verticale penetrometrica.

Figura 3.3.1.1. Andamento di qc e fs ed u.

La classificazione dei terreni ottenuta dalla prova penetrometrica mediante la

correlazione adottata (Robertson, 1990) è riportata in dettaglio in figura 3.3.1.2.

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78 129 A.C. SETT.2016

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79 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.2. Classificazione dei terreni in base alla correlazione di Robertson (1990).

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80 129 A.C. SETT.2016

La falda freatica è stata individuata circa a quota 1.0 m di profondità da p.c. in

base all’interpretazione della prova penetrometrica.

I pesi per unità di volume dei terreni indagati sono riportati nella figura sottostante.

Figura 3.3.1.3. Peso per unità di volume dei terreni.

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81 129 A.C. SETT.2016

Parametri meccanici ed idraulici ottenuti dall’interpretazione della CPTu

Nelle figure che seguono sono riportati i parametri idraulici e meccanici dei terreni

ottenuti in base alle correlazioni descritte precedentemente con i risultati della

corrispondente verticale penetrometrica.

Figura 3.3.1.3. Andamento dei valori del coefficiente di conducibilità idraulica verticale con la

profondità.

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82 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.4. Andamento dei valori del coefficiente di conducibilità idraulica orizzontale con la

profondità.

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83 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.5. Andamento dei valori del coefficiente di consolidazione verticale con la profondità.

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84 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.6. Andamento dei valori del coefficiente di consolidazione orizzontale con la

profondità.

Figura 3.3.1.7. Terreni a grana grossa: andamento dei valori di angolo di resistenza a taglio di picco

e a volume costante con la profondità.

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85 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.8. Terreni a grana fine: andamento dei valori di angolo di resistenza a taglio con la

profondità.

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86 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.9. Terreni a grana grossa: andamento dei valori di densità relativa con la profondità.

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87 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.10. Terreni a grana grossa: andamento dei valori di modulo di Young con la profondità.

Figura 3.3.1.11. Terreni a grana fine: andamento dei valori di modulo di Young con la profondità.

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88 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.12. Terreni a grana fine: andamento dei valori di resistenza a taglio non drenata con la

profondità.

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89 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.13. Terreni a grana fine: andamento grado di sovraconsolidazione con la profondità.

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90 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.14. Terreni a grana fine: andamento dei valori di modulo edometrico con la profondità.

Figura 3.3.1.15. Terreni a grana fine: andamento dei valori del coefficiente di consolidazione

secondaria con la profondità.

Nella tabella 3.3.1 sono indicati i valori medi, scelti in base ad una stima cautelativa, dei

principali parametri geotecnici dei terreni granulari per ciascuna unità litologica. Nella

tabella 3.3.2 sono indicati i valori medi, scelti in base ad una stima cautelativa, dei

principali parametri geotecnici dei terreni fini per ciascuna unità litologica.

Unità Prof da

p.c. (m)

Tipo

Litol.

Parametri geotecnici

(kN/m3)

‘p

(°)

‘cv

(°)

DR

(%)

E’s

(MPa)

B1 47.5 Sabbia 18 35 31 40 12.8

B2 7.510 Sabbia 18 38 31 55 25

B3 1013 Sabbia 18.5 37 32 40 17.9

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91 129 A.C. SETT.2016

con

intercal.

di limi

sabbiosi

B4 1315 Sabbia 18.5 39 32 55 30

Tabella 3.3.1. Terreni a grana grossa: valori medi per ciascuna unità litologica.

Unità

Prof

da

p.c.

(m)

Tipo

Litol.

Parametri geotecnici

(kN/m3)

cu

(kPa)

Eu

(MPa)

‘

(°)

OCR

(-)

A 14

Terreni fini alernati a

sabbie e limi argilloso

sabbiosi

17 30 8.4 21 1.5

C1 1520 Argilla 18 36 27 24 1.2

C2 2031 Argilla 18 48 24 24 1.2

Tabella 3.3.2. Terreni a grana fine: valori medi per ciascuna unità litologica.

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92 129 A.C. SETT.2016

Classificazione sismica

Nella figura seguente è riportato il profilo di Vs misurato con il cono sismico della verticale

SCPTU.

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93 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.16. Andamento profilo della velocità di propagazione delle onde di taglio VS con

la profondità misurato (tratto da [a])

Il valore di VS,30 è risultato pari a:

30183

S,30

i

i=1,N S,i

V =hV

m/ s

in base ai risultati mostrati il sito è da classificare come di categoria C.

Pertanto i coefficienti sismici per la progettazione risultano i seguenti:

Coefficienti Sismici

SLO:

Ss: 1,500

Cc: 1,660

St: 1,000

Kh: 0,010

Kv: 0,005

Amax: 0,503

Beta: 0,200

SLD:

Ss: 1,500

Cc: 1,600

St: 1,000

Kh: 0,012

Kv: 0,006

Amax: 0,604

Beta: 0,200

SLV:

Ss: 1,500

Cc: 1,570

St: 1,000

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94 129 A.C. SETT.2016

Kh: 0,036

Kv: 0,018

Amax: 1,488

Beta: 0,240

SLC:

Ss: 1,500

Cc: 1,560

St: 1,000

Kh: 0,047

Kv: 0,023

Amax: 1,908

Beta: 0,240

Nel caso specifico comunque per le successive verifiche di liquefazione anziché

l’approccio semplificato si adotterà come accelerazione massima amplificata il profilo

con la profondità ottenuta da un’analisi di risposta sismica locale eseguita dal Geol.

Veronese per il sito, della quale si condivide metodologia e risultati rimandando alla

relazione geologica per i dettagli.

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95 129 A.C. SETT.2016

Verifica a liquefazione

Nelle figure seguenti sono mostrati i risultati delle elaborazioni descritte nella parte

introduttiva del paragrafo.

Figura 3.3.1.17. Risultati del metodo di Robertson (2009): Profilo dell’Indice di classificazione Ic;

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96 129 A.C. SETT.2016

(a) (b)

Figura 3.3.1.18. Risultati del metodo di Robertson (2009): (a) valori normalizzati della resistenza alla

punta; (b) profilo con la profondità di CRRM=7.5 e CSR

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97 129 A.C. SETT.2016

(a) (b)

Figura 3.3.1.19. Risultati del metodo di Robertson (2009): (a) Profilo del fattore di sicurezza per eventi

con magnitudo M=6.14; (b) Profilo del fattore di sicurezza per eventi con magnitudo M=5.30

I terreni presenti non risultano potenzialmente soggetti a fenomeni di liquefazione

significativi per la struttura come confermato anche dall’indice del potenziale di

liquefazione riportato nella seguente figura

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98 129 A.C. SETT.2016

Indice del potenziale a Liquefazione

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99 129 A.C. SETT.2016

Calcolo dei cedimenti post-sismici

Nelle figure seguenti sono mostrati i risultati delle elaborazioni descritte nella parte

introduttiva del paragrafo.

(a) (b)

Figura 3.3.1.20. Risultati del metodo di Robertson (2009) per terreni fini: (a) Andamento della

resistenza ciclica a deformazione con la profondità; (b) Profilo del fattore di sicurezza per eventi

con magnitudo M=6.14 e 5.30

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RELAZIONE OPERE STRUTTURALI E GEOTECNICHE Fg. Di Compilato Data 10

0 129 A.C. SETT.2016

Figura 3.3.1.21. Risultati del metodo di Robertson (2009): profilo del cedimento post sismico atteso

con la profondità (terreni fini e granulari)

Per la magnitudo di progetto pari a 5.3 i cedimenti post sismici (1cm circa) appaiono

tollerabili per la sovrastruttura.

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1 129 A.C. SETT.2016

3.4 VERIFICA GEOTECNICA DELLE FONDAZIONI PROFONDE

Le fondazioni delle due unità strutturali sono realizzate con plinti su pali per evitare i

problemi di cedimenti a causa dello strtao più superficiale di terreni fini cedevoli. I pali

previsti sono pali trivellati ad elica continua (CFA) con diametro D=0.5m lunghezza 6.5m

con quota testa palo a 1m da piano campagna.

La figura seguente mostra una planimetria della fondazione prevista, rimandando

all’elaborato grafico per i dettagli.

PROGETTO GEOTECNICO ALLO SLU DELLE FONDAZIONI PROFONDE SOGGETTE A

CARICHI ASSIALI

Di seguito vengono descritte le metodologie di calcolo utilizzate per le valutazioni

geotecniche delle fondazioni profonde previste.

Portata di base di calcolo

Tutti i pali previsti sono del tipo CFA.

Nel caso di pali a sostituzione installati in terreni granulari, le operazioni di scavo del foro

comportano uno scarico tensionale che produce fenomeni di rigonfiamento e

rimaneggiamento del terreno circostante. Al di sotto della punta del palo il terreno

aumenta la sua compressibilità, quindi, quando ricaricato, mobilita la resistenza limite a

fronte di cedimenti significativi.

Pertanto, in pratica, il progetto di pali a sostituzione è riferito non alla portata di base

ultima, che sarebbe raggiungibile solo a fronte di cedimenti eccessivi - in generale - non

tollerabili dalle sovrastrutture supportate, ma ad un valore cosiddetto critico, qb,crit ovvero

mobilitato ad un certo cedimento relativo (S/D) compreso tra 0.05 e 0.1 (Gwizdala 1984;

Franke 1989; De Beer 1988; Van Impe et al. 1988, Reese e O’Neill 1988, Bustamante e

Gianneselli 1981; Jamiolkowski e Lancellota 1988, Ghionna et al. 1993; Matsui 1993; O’Neill

e Hassan 1994; Chen e Kulhawy 1994; O’Neill e Reese 1999; Sarri 2001).

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2 129 A.C. SETT.2016

La portata critica corrisponde al raggiungimento dello stato limite ultimo strutturale, in

accordo alle indicazioni contenute nell’Eurocodice 7, ovvero alla condizione di resistenza

limite della sovrastruttura supportata (Jamiolkowski 2003).

La capacità portante unitaria di punta in terreni granulari è stata valutata in funzione

della resistenza alla punta qc misurata nella verticale CPT nell’intorno della punta del palo

attraverso la seguente relazione (Alsamman, 1995):

Portata critica unitaria di base per pali a sostituzione installati in terreni granulari mediante correlazioni con

resistenza alla punta prova CPT (Alsamman 1995)

Il valore di qc utilizzato nel calcolo deriva da una media della misura in sito in una distanza

pari a 1.5D sopra e sotto la punta del palo

La portata di base critica (Qb,crit) è stata quindi calcolata moltiplicando la portata di

base unitaria q b per l’area di base A b del palo considerato:

b,cal b,crit b,crit bQ =Q =q A

Portata per attrito laterale di calcolo

0

1

2

3

4

0 10 20 30

qc (MPa)

qb

,cri

t (M

Pa

)

Sabbie e ghiaie

(s/D)crit = 0.10

qb,crit,max = 3 MPa

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3 129 A.C. SETT.2016

La portata per attrito laterale unitaria (qs) per terreni fini è stata calcolata adottando

il metodo (Skempton 1959, Weltman & Healy 1978, Fleming & Al. 1992, O’Neill & Reese

1999).

Per ogni strato è stato calcolato un valore di resistenza laterale qs,i in base al

corrispondete valore di i come segue:

s,i i u,iq = c

con

i = f (cu,i) coefficiente competente lo strato i-esimo

cu,i = resistenza a taglio non drenata media per lo strato i-esimo

Il coefficiente i è in genere inferiore all’unità a causa del rimaneggiamento dei

terreni fini nelle immediate vicinanze del palo dovuto alle operazioni di installazione. Il

coefficiente i è stato calcolato con la relazione proposta da Chen & Kulhawy (1994)

valida per pali trivellati soggetti a carichi di compressione:

1 ai

u,i

p=0.29+0.19

c

Dove

pa = pressione di riferimento = 101 kPa

cu,i = resistenza a taglio non drenata media dello strato i-esimo

La portata per attrito laterale unitaria (qs) per terreni granulari è stata calcolata

secondo il metodo β in termini di tensioni efficaci per ogni strato i-esimo in cui è suddivisa

la stratigrafia secondo la relazione:

s,i i voq = '

0.5

0.25 1.2i i iβ =1.5 -0.245 z β

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4 129 A.C. SETT.2016

Dove:

’v0 = tensione efficace geostatica media dello strato i-esimo

i = coefficiente di trasferimento dell’attrito laterale di calcolo, funzione della profondità,

in base alla formulazione di Reese et Al. (2006)

Resistenza laterale totale

La portata per attrito laterale dell’i-esimo strato di terreno è fornita dalla relazione

seguente:

i

s,lim s,i s,iQ =q A

con

s,i iA = D L

dove As,i rappresenta l’area laterale del palo nello strato i-esimo e Li la lunghezza del

tratto di fusto del palo che attraversa lo strato i-esimo

La portata laterale totale di calcolo (Qs,cal) è semplicemente ottenuta dalla somma

delle portate i-esime determinate per ogni singolo strato attraversato dal palo:

i

s,cal s,lim

i

Q = Q

dove As,i rappresenta l’area laterale del palo nello strato i-esimo e Li la lunghezza del

tratto di fusto del palo che attraversa lo strato i-esimo.

Portata totale di calcolo del palo

La portata totale di calcolo del palo è fornita dalla somma della portata di base e

della portata per attrito laterale:

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5 129 A.C. SETT.2016

cal b,cal s,calQ =Q +Q

Verifica agli stati limite ultimi secondo il DM 14.01.2008

La procedura di dimensionamento agli Stati Limite seguita nel calcolo è quella riportata

nel D.M.14.01.08 a cui si rimanda per i dettagli. La metodologia consiste nel calcolare la

resistenza a compressione del palo applicando dei coefficienti di correlazione per

considerare la variabilità della resistenza del palo (per i diversi profili indagati) ed ottenere

la resistenza caratteristica. Utilizzando i coefficienti parziali di sicurezza si ottengono quindi i

valori di progetto. Nel presente progetto è stato adottato l’approccio alla progettazione

2 della norma:

Approccio 2:

(A1+M1+R3) – in seguito indicata come DA2

Approccio alla progettazione 2 - DA2 - (set di fattori parziali A1+M1+R3)

In questo Approccio alla progettazione 2 i valori di calcolo della portata di base e laterale

del palo sono ottenuti utilizzando le espressioni descritte precedentemente ed

applicando i fattori di sicurezza parziali sulle azioni e sui parametri di resistenza del terreno

così definiti (si riportano quelli significativi utilizzati):

Set A1 (fattori parziali di sicurezza sulle azioni)

(Tabella 6.2.I DM 14.01.08)

Carichi Permanenti (sfavorevoli): G1=1.3

Carichi Variabili (sfavorevoli): Qi=1.5

Set M1 (fattori parziali di sicurezza sui parametri geotecnici del terreno)

(Tabella 6.2.II DM 14.01.08)

Tangente dell’angolo di resistenza a taglio: ’=1.0

Resistenza non drenata: cu=1.0

Peso dell’unità di volume: =1.0

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6 129 A.C. SETT.2016

Il valore caratteristico delle resistenze si ottiene applicando i coefficienti di correlazione

(Tabella 6.4.IV del DM 14.01.08) 3 e 4 applicati rispettivamente ai valori medi ed ai valori

minimi delle resistenze di calcolo. Tali coefficienti di correlazione dipendono dal numero di

verticali indagate.

Poiché per ciascuna palificata sono stati utilizzati i risultati di una verticale completa di

indagine (1 CPTU) si è adottato come numero di verticali per la definizione dei fattori di

correlazione il valore n=1 per il quale:

n=1 3 =1.7; 4 = 1.7 (Tabella 6.4.IV DM 14.01.08)

In base a quanto stabilito dall’Eurocodice 7 parte 1 (punto 7.6.2.3(7)) tali fattori possono

essere divisi per un fattore 1.1 nel caso la struttura di collegamento dei pali sia

sufficientemente rigida da ripartire il carico tra i pali (come nel caso in progetto). In tale

fase a favore di sicurezza non è stato impiegato tale coefficiente.

Il valore caratteristico delle resistenze (laterale e di base) è ottenuto a partire dai valori di

calcolo (assunti come valori medi) in base alle seguenti espressioni:

s,cals,k

3

QQ =

b,calb,k

3

QQ =

Il valore limite di progetto del carico del palo si ottiene applicando i fattori parziali di

sicurezza (Tabella 6.4.II DM 14.01.08) s e b del set R3 rispettivamente applicati alla

resistenza laterale (in compressione) e a quella di base corrispondenti a pali trivellati.

Laterale, Pali CFA, carico di compressione s = 1.15 (Tabella 6.4.II DM 14.01.08)

Base, Pali CFA b = 1.30 (Tabella 6.4.II DM 14.01.08)

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7 129 A.C. SETT.2016

I valori di progetto della portata laterale e di base valgono pertanto:

s,k

s,d

s

QQ

b,k

b,d

b

QQ

La capacità portante totale secondo l’approccio agli Stati Limite vale pertanto:

tot,d b,d s,d p G1Q =Q +Q -W

con Wp: peso del palo di calcolo

Tale valore deve essere confrontato con il carico massimo verticale trasmesso al palo

dalla fondazione.

In caso di carico di trazione, viene meno il contributo della portata di punta e il fattore di

sicurezza parziale da applicare alla resistenza laterale è pari a:

Laterale, Pali trivellati, carico di trazione s = 1.25 (Tabella 6.4.II DM 14.01.08)

La capacità portante totale nel caso di trazione secondo l’approccio agli Stati Limite vale

pertanto:

tot,d s,d p G1 uQ = Q +W W

con

Wp: peso del palo di calcolo

Wu: eventuale sottospinta idraulica

Pali in gruppo

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8 129 A.C. SETT.2016

Essendo l’interasse tra i pali pari a 3D (con D diametro del palo), in base ad indicazioni di

letteratura (e.g. Fleming et Al. 1992) si possono ritenere trascurabili gli effetti di gruppo,

potendo pertanto adottare che la capacità portante del gruppo di pali sia pari alla

capacità portante valutata per il palo singolo moltiplicata per il numero dei pali in quanto

la rottura a blocco dell’insieme dei pali risulta essere sempre maggiore della somma delle

capacità portanti dei pali singoli.

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9 129 A.C. SETT.2016

AZIONI TRASMESSE DALLA STRUTTURA AI PALI

La ripartizione dei carichi tra i pali costituenti la palificata sotto il plinto è stata effettuata

ricorrendo ad un foglio di calcolo che ripartisce i carichi in funzione della rigidezza dei pali

e dei terreni attraversati e che considera anche gli effetti di gruppo (Teoria di Reese) nella

ripartizione dei carichi orizzontali. Nel foglio prima si calcolano le rigidezze dei pali soggetti

a carichi orizzontali e verticali e poi la distribuzione dei carichi per le combinazioni indicate

precedentemente. Il calcolo viene eseguito discretizzando in 6 strati il terreno di

fondazione pertanto i parametri di alcune delle unità litologiche saranno accorpati

utilizzando il criterio della media pesata. Per i moduli elastici del terreno si utilizzano i valori

di Eu per i terreni fini ed E’s per quelli granulari (si rimanda alla relazione geotecnica per i

valori); i corrispondenti moduli di taglio del terreno sono ricavati a partire dai moduli

elastici utilizzando la teoria dell’elasicità e i coefficienti di Poisson =0.3 per i terreni

granulari e =0.5 per i terreni fini.

La rigidezza orizzontale dei terreni è stata valutata ricorrendo all’approccio di Chiarugi e

Maia (1969). Il metodo calcola il modulo di reazione in funzione del modulo di reazione,

del diametro del palo e del coefficiente di Poisson. La formula applicata per calcolare il

modulo di reazione con questo metodo è la seguente:

Nella precedente formula Eed è il modulo elastico di progetto del terreno, D è il diametro

del palo, ν è il coefficiente di Poisson ed EJ è la rigidezza flessionale del palo (costituito da

cls C25/30).

Si riportano nel seguito i risultati.

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3 129 A.C. SETT.2016

AZIONI SUI PALI ZONA CAMPI

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4 129 A.C. SETT.2016

Le sollecitazioni massime agenti sul palo più caricato della palificata sono le seguenti (tali

azioni, già fattorizzate, saranno quelle impiegate per la verifica dei pali):

(N in kN, M in kN m, T in kN)

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5 129 A.C. SETT.2016

AZIONI SUI PALI ZONA SERVIZI-PALESTRA

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6 129 A.C. SETT.2016

Le sollecitazioni massime agenti sul palo più caricato della palificata sono le seguenti (tali

azioni, già fattorizzate, saranno quelle impiegate per la verifica dei pali):

(N in kN, M in kN m, T in kN)

RISULTATI DEL CALCOLO GEOTECNICO

Nella tabella seguente sono riportati i risultati del calcolo per la portata per attrito laterale

ottenuti dall’applicazione delle formule descritte nei paragrafi precedenti, applicandole

ai conci discreti in cui è stato suddiviso il fusto del palo.

Risultati del calcolo per la portata laterale.

Per il calcolo del carico di base critico è stata assunta una resistenza media della punta

penetro metrica calcolata nell’intervallo compreso tra zp-1.5D e zp+1.5D (con zp quota

della punta del palo) pari a qc=5.85 MPa.

Tipo Terreno

Terreni

fini

Terreni

granulari

Terreni

granulari

Terreni

granulari

Terreni

fini

Terreni

fini

Terreni

granulari

Terreni

fini

Terreni

granulari

Profondità

letto strato

Profondità

media stratosigma u0 sigma' tipo s cu 'cv qc, medio qsi qsi Qsi Qsi

(m) (m) (kPa) (kPa) (kPa) (m) (kPa) (°) (MPa) (-) (-) (kPa) (kPa) (kN) (kN)

1.5 1.25 22.5 12.3 10.2 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

2 1.75 31.5 17.2 14.3 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

2.5 2.25 40.5 22.1 18.4 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

3 2.75 49.5 27.0 22.5 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

3.5 3.25 58.5 31.9 26.6 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

4 3.75 67.5 36.8 30.7 fine 0.5 30 0 0 0 0.930 27.890 0.0 21.894 0.00

4.5 4.25 76.5 41.7 34.8 granulare 0.5 0 31 4.7 0.99492 0.000 0.000 34.6 0.000 27.19

5 4.75 85.5 46.6 38.9 granulare 0.5 0 31 4.7 0.966035 0.000 0.000 37.6 0.000 29.50

5.5 5.25 94.5 51.5 43.0 granulare 0.5 0 31 4.7 0.938634 0.000 0.000 40.4 0.000 31.68

6 5.75 103.5 56.4 47.1 granulare 0.5 0 31 4.7 0.912511 0.000 0.00 43.0 0.00 33.73

6.5 6.25 112.5 61.3 51.2 granulare 0.5 0 31 4.7 0.8875 0.000 0.00 45.4 0.00 35.66

7 6.75 121.5 66.2 55.3 granulare 0.5 0 31 4.7 0.863471 0.000 0.00 47.735 0.00 37.472

7.5 7.25 130.5 71.1 59.4 granulare 0.5 0 31 4.7 0.840317 0.000 0.00 49.896 0.00 39.168

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7 129 A.C. SETT.2016

Per i pali delle pile i risultati del calcolo per la definizione della portata geotecnica di

progetto sono riassunti nella tabella seguente.

Portata geotecnica di progetto a carichi assiali dei pali.

Il carico massimo trasmesso al palo singolo più caricato risulta inferiore al carico di

progetto sopra riportato e pertanto il palo è adeguatamente dimensionato in termini di

capacità portante ai carichi assiali riportati nel capitolo precedente. La lunghezza del

palo deriva inoltre dalla necessità di attestarlo adeguatamente nello strato sabbioso di

base per il quale è stata assunta nel calcolo la piena mobilitazione della portata di base

in terreni granulari.

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8 129 A.C. SETT.2016

PROGETTO GEOTECNICO ALLO SLU DELLE FONDAZIONI PROFONDE SOGGETTE A

CARICHI TRASVERSALI

l carico limite orizzontale è stato calcolato secondo la teoria sviluppata da Broms il quale

assume che il comportamento dell'interfaccia palo-terreno sia di tipo rigido

perfettamente plastico, e cioè che la resistenza del terreno si mobiliti interamente per un

qualsiasi valore non nullo dello spostamento a rimanga costante al crescere dello

spostamento stesso.

Si assume che il comportamento flessionale del palo sia di tipo rigido-perfettamente

plastico, vale a dire che le rotazioni elastiche del palo sono trascurabili finché il momento

flettente non raggiunge il valore My di plasticizzazione (calcolato per il palo

corrispondente in base ai risultati riportati nel paragrafo 5).

Per i terreni coesivi Broms propone di adottare una reazione del terreno costante con la

profondità pari a:

p = 9 cu B

con reazione nulla fino alla profondità di 1.5 d; avendo indicato con:

cu = Coesione non drenata,

B = Diametro del palo

p = Reazione del terreno per unità di lunghezza del palo.

Per i terreni incoerenti si assume che la resistenza vari linearmente con la profondità

secondo la legge:

p = 3Kp z B

avendo indicato con:

p = Reazione del terreno per unità di lunghezza del palo;

Kp = Coefficiente di spinta passiva;

= Peso unità di volume del terreno;

z = Profondità;

B = Diametro del palo.

Una volta determinato il carico limite orizzontale di calcolo il carico limite orizzontale di

progetto si ottiene applicando il fattore di correlazione definito precedentemente (3=1.6,

n. verticali indagate 3) ed il fattore di sicurezza parziale del corrispondente SLU che, per

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l’approccio alla progettazione (DA2 A1+M1+R3) considerato vale T=1.3 (DM 14.01.2008,

Tab. 6.4.VI):

T,cal

T,d

3 T

QQ

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0 129 A.C. SETT.2016

Risultati del calcolo pali zona campi

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1 129 A.C. SETT.2016

(impiegando come armatura per il calcolo del momento di plasticizzazione del palo

n.612 con copri ferro pari a 7cm)

Il valore di carico limite orizzontale di progetto è superiore al massimo taglio agente

(si rimanda al paragrafo precedente sulle sollecitazioni per i valori)

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2 129 A.C. SETT.2016

Risultati del calcolo pali zona servizi e palestra

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3 129 A.C. SETT.2016

(impiegando come armatura per il calcolo del momento di plasticizzazione del palo

n.612 con copri ferro pari a 7cm)

Il valore di carico limite orizzontale di progetto è superiore al massimo taglio agente

(si rimanda al paragrafo precedente sulle sollecitazioni per i valori)

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4 129 A.C. SETT.2016

PROGETTO GEOTECNICO ALLO SLE DELLE FONDAZIONI PROFONDE SOGGETTE A

CARICHI ASSIALI (CALCOLO DEI CEDIMENTI)

Il metodo iperbolico modificato rappresenta uno sviluppo dello studio di Chin

(1970,1972,1983) che consente di stimare il cedimento di pali singoli partendo dall’idea

che il diagramma carico-cedimento, per il corpo di un palo e la sua base, abbia un

andamento iperbolico. I valori del carico ultimo laterale (Qsu) e la resistenza di base

ultima (Qbu) rappresentano i termini asintotici della curva (figura a) (Terzaghi, 1943). Sotto

queste ipotesi è possibile giungere ad una rappresentazione linearizzata del problema

considerando la variazione della quantità S/Q rispetto allo spostamento S (figura b).

Lo studio di Fleming ha dimostrato che gli spostamenti totali stimati col metodo di Chin

erano distorti dall’accorciamento elastico del corpo del palo e suggerì una tecnica

semplificata per la quale la deformazione elastica del palo può essere determinata, con

sufficiente accuratezza, sottraendo alla stima di Chin l’accorciamento del palo.

Considerando lo schema in figura l’accorciamento elastico del palo dipende dal carico

applicato Q in rapporto all’attrito laterale ultimo Qsu. In particolare se la

deformazione elastica del corpo del palo corrisponde alla somma dell’accorciamento

elastico lungo la zona ad attrito basso o nullo e quello che si sviluppa lungo la parte attiva

del fusto:

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Se, invece, si ha che bisogna considerare un ulteriore accorciamento legato alla

parte attiva del palo che deve essere aggiunta alla deformazione elastica:

I parametri della formula sono:

: diametro testa del palo.

: modulo di elasticità del materiale del palo il cui valore può essere ricavato da

una interpolazione lineare tra i valori di per calcestruzzo con

forza specifica di e il valore di per calcestruzzo da

.

: lunghezza del palo ad attrito basso o nullo.

: lunghezza attiva del palo.

: rapporto della lunghezza equivalente del fusto del palo rispetto alla lunghezza

attiva . Si può considerare un valore di 0.5 quando si ha un attrito che si sviluppa

uniformemente lungo oppure quando il palo è inserito in sabbia o ghiaia. Per

pali in argilla caratterizzati da uno sforzo che cresce in profondità si può usare un

valore di 0.45.

Lo spostamento del palo rigido può essere calcolato sapendo che la somma dell’attrito

laterale e della resistenza di base corrisponde al carico totale applicato alla testa del

palo.

Considerando il palo rigido lo spostamento totale in testa è uguale a quello che si ottiene

lungo il fusto ed è uguale a quello misurato alla base del palo:

Dal grafico linearizzato si può vedere che lo spostamento lungo il fusto del palo può

essere calcolato come:

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6 129 A.C. SETT.2016

In cui

: fattore adimensionale di flessibilità terreno/fusto.

: diametro testa.

: attrito.

: attrito ultimo determinato col metodo statico (condizione drenata)

L’equazione dello spostamento alla base del palo ricavata da Fleming è:

dove

: diametro della base del palo.

: resistenza alla base.

: resistenza ultima alla base

: modulo di taglio corrispondente a

Infine, ponendo la condizione di uguaglianza e considerando il carico totale

applicato Q si ottiene lo spostamento totale di un palo rigido considerando solo i valori

positivi della relazione:

In cui le variabili sono così definite:

Lo spostamento complessivo del palo comprende la componente di spostamento rigido

e quella di accorciamento elastico.

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7 129 A.C. SETT.2016

Il calcolo è stato condotto con il codice numerico MP-Geostru a partire dai valori di

carico ultimo laterale e di base dei pali definiti nel paragrafo specifico della presente

relazione.

Il cedimento complessivo della palificata (p) è stato calcolato a partire dal cedimento

del palo singolo (St) con il metodo di Viggiani (1999):

R= ((n x s)/L)0.5

con

n= numero di pali

s = spaziatura tra i pali

L = lunghezza del palo

Coefficiente di gruppo

Rg = 0.5/R+0.13/R2

Cedimento complessivo della palificata:

p = n x Rg x St

Il calcolo dei cedimenti è stato eseguito assumendo, per ciascuna opera, che il palo

singolo sia soggetto al carico massimo verticale derivante dai carichi permanenti. È

stato valutato inoltre il cedimento dei pali in gruppo con il metodo proposto da

Viggiani (1999) assumendo che tutti i pali siano caricati con il carico massimo

(assunzione a favore di sicurezza).

Risultati del calcolo pali zona campi

Cedimento del palo singolo

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Cedimento del gruppo di pali

I cedimenti ottenuti sono compatibili con la statica della sovrastruttura. Si consideri inoltre

che una quota di questi cedimenti saranno assorbiti prima della realizzazione delle finiture

essendo di natura elastica e principalmente dovuti ai pesi propri.

Cedimento pali in gruppo (Viggiani 1999)

num pali n 3

interasse s 1.5 m

lunghezza palo 6.5 m

Coeff. R 0.83205

Coeff. Gruppo Rg 0.788703

Cedimento palo singolo 0.62 mm

Cedimento palificata 1.466988 mm

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9 129 A.C. SETT.2016

Risultati del calcolo pali zona palestra e servizi

Cedimento del palo singolo

Cedimento del gruppo di pali

I cedimenti ottenuti sono compatibili con la statica della sovrastruttura. Si consideri inoltre

che una quota di questi cedimenti saranno assorbiti prima della realizzazione delle finiture

essendo di natura elastica e principalmente dovuti ai pesi propri.

RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE · Per entrambe le unità strutturali, le strutture in...

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